UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES

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1 UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE Realizado por: Diego Antonio Páez Pérez PROYECTO DE GRADO Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al título de Ingeniero de Materiales Opción: Metalmecánica Sartenejas, Octubre de 2004

2 Propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente Realizado por: Diego Antonio Páez Pérez Resumen El presente trabajo tiene por finalidad determinar la influencia de las variables: grado de deformación y temperatura de laminación sobre las propiedades mecánicas a tracción: esfuerzo de fluencia, esfuerzo máximo. Además se estudio el comportamiento del endurecimiento por deformación siguiendo la ecuación de Hollomon, de un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente a una sola pasada. Para las temperaturas de 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC. y grados de deformación iguales a 0,14 y 0,37; para un total de ocho condiciones de estudio. Para ello, se realizaron ensayos de tracción, observándose que las resistencias aumentan con el grado de deformación, permaneciendo constante la temperatura del laminado. Mientras, respecto a la temperatura se obtuvo que las resistencias disminuyen a medida que aumenta la temperatura de laminación a una deformación constante (variación máxima del 5%). Para el caso de la ductilidad, ésta aumenta al incrementarse la temperatura de laminación, mientras que disminuye con el grado de deformación aplicado. Luego, siguiendo la ecuación de Hollomon ajustada a la curva de plasticidad uniforme de una manera aceptable con un promedio R 2 del 0,98 se determinó un aumento en el exponente de endurecimiento (m), para condiciones de mayor temperatura de laminado y menor grado de deformación; con respecto al coeficiente de deformación no se encontró tendencia en función de la temperatura y deformación. Finalmente, por medio del parámetro de Zener-Hollomon se determinó el mecanismo de restauración que prevalece en cada condición, obteniéndose para las temperaturas 750ºC y 900ºC la recuperación dinámica como mecanismo principal de restauración, mientras que para las temperaturas 1050ºC y 1150ºC se obtuvo recristalización dinámica. ii

3 UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE Realizado por: Diego Antonio Páez Pérez Este proyecto ha sido examinado por el siguiente jurado: Prof. Verónica Di Graci Prof. Omar Zurita Prof. Yidney Prato Sartenejas, Octubre de 2004

4 AGRADECIMIENTOS A mis padres y hermano por el apoyo, cariño y amor incondicional. Un agradecimiento muy especial a mi tutora, la profesora Verónica Di Graci, por todo su apoyo, paciencia y colaboración en la realización de este trabajo. apoyo y amor. A Mérgil, por estar siempre ahí, dándome siempre ese empujoncito y brindarme todo su A Ronald Hernández por ser mi partner, durante todo este proyecto, por su, colaboración y paciencia..a los profesores Omar Zurita, Mary Torres, Yidney Prato, Roldán Sánchez y Antonio De Santis, por siempre brindarme su asistencia y disposición de ayuda. A los técnicos Henry, Angarita, Diego (Bam Bam), Luis, David, José, Zapata, Clavo, Mónica por su ayuda y amistad. A los amigos Roberto Cardoso Bobby, Ricardo Blacksley, Jorge Urbina, Walter DeCastro y Ricardo González, por su colaboración en la realización de este trabajo. A Yirgen, por su paciencia y disposición. Y por ultimo y no menos importante Gracias a Dios. iii

5 ÍNDICE GENERAL I. INTRODUCCIÓN 1 II. OBJETIVOS 3 III. FUNDAMENTOS TEÓRICOS ACEROS INOXIDABLES PROCESO DE LAMINACIÓN VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN EN CALIENTE ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS ENSAYO DE TRACCIÓN GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO DE TRACCIÓN RESISTENCIA A LA FLUENCIA RESISTENCIA A LA TRACCIÓN PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO DE TRACCIÓN.24 IV. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO DE ENTREGA DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS LAMINADO DE LAS PROBETAS 31 iv

6 4.6 ENSAYO DE TRACCIÓN PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS DE TRACCIÓN ENSAYO DE TRACCIÓN...35 V. RESULTADOS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO PROCESO DE LAMINACIÓN EN CALIENTE PROPIEDADES MECÁNICAS EFECTO DEL GRADO DE DEFORMACIÓN SOBRE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS EFECTO DE LA TEMPERATURA DE LAMINADO SOBRE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS PARAMETRO ZENER HOLLOMON ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN 57 VI. CONCLUSIONES VII. RECOMENDACIONES.62 VIII REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS...63 IX ANEXOS ANEXO ANEXO 2 66 v

7 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 3.1 Distribución de fuerzas en el proceso de laminado.7 Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados durante el ensayo de tracción 15 Figura 3.3 Diferencia entre las curvas esfuerzo-deformación, ingenieril y real 19 Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real log deformación real, usada para la obtención de m y σ 0.20 Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a fluencia, usando el método del offset.22 Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas, cuyas medidas son especificadas en la norma ASTM E 8M Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención de las probetas de laminación.29 Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación..29 Figura 4.4 Fotografía que muestra la disposición de las probetas dentro del horno 31 Figura 4.5 Fotografía que muestra el proceso de laminado de una probeta a 1150ºC y una deformación de 0,37 33 Figura 4.6 Diseño de las probetas planas de tracción utilizadas, cuyas medidas son especificadas en la norma ASTM E 8M Figura 4.7 Fotografía que muestra el proceso de fresado para la fabricación de las probetas planas de tracción.34 Figura 4.8 Fotografía que muestra el equipo de tracción utilizado..36 Figura 4.9 Fotografía que muestra el detalle de las mordazas que sujetan la probeta y la colocación del extensómetro..36 Figura 5.1 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función del grado de deformación efectiva, para temperaturas de 750ºC, 900ºC,1050ºC y 1150ºC..43 Figura 5.2 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función del grado de deformación efectiva para temperaturas de 750ºC, 900ºC,1050ºC y 1150ºC..44 Figura 5.3 Gráfica de los curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distintas (0,16 y 0,37), para una temperatura de 750ºC..45 vi

8 Figura 5.4 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 900ºC.45 Figura 5.5 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1050ºC...46 Figura 5.6 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1150ºC...46 Figura 5.7 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función de la temperatura y grado de deformación efectiva promedio..48 Figura 5.8 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función de la temperatura y grado de deformación efectiva promedio.49 Figura 5.9 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0, Figura 5.10 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0, Figura 5.11 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura 52 Figura 5.12 Gráfica de los valores de resistencia máxima para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura.53 Figura 5.13 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0, Figura 5.14 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0, Figura 5.15 Gráfica de los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por deformación en función de la temperatura y grado de deformación efectiva 59 Figura 5.16 Gráfica de los valores obtenidos del coeficiente de endurecimiento en función de la temperatura y el grado de deformación efectiva.60 vii

9 ÍNDICE DE TABLAS Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables.4 Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado..26 Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable 304 en estado de entrega y especificada según la ASM 27 Tabla 5.1 Tabla comparativa entre la composición del acero inoxidable AISI 304 utilizado y el valor reportado por la ASM 37 Tabla 5.2 Tabla comparativa entre las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304 utilizado y el valor reportado por la ASM para el material en estado recocido.38 Tabla 5.3 Deformaciones efectivas promedio para cada condición de estudio obtenidas del laminado, con sus respectivas desviaciones estándar Tabla 5.4 Valores obtenidos de las resistencias a fluencia y las resistencias máximas promedio para cada condición con sus respectivas desviaciones estándar 42 Tabla 5.5 Valores del porcentaje de elongación de fractura promedio para cada una de las condiciones del estudio.47 Tabla 5.6 Valores promedios de la resistencia a fluencia y resistencia máxima con sus respectivas desviaciones estándar para la condición control..52 Tabla 5.7 Logaritmos neperianos del parámetro Zener Hollomon (Z c ), para las temperaturas y deformaciones empleadas 55 Tabla 5.8 Valores del exponente de endurecimiento (m) promedio para cada una de las condiciones de estudio..58 viii

10 LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS AISI: American Iron and Steel Institute (Instituto Americano de Hierro y Acero) ASM: American Society for Metals (Sociedad Americana de Metales) A o : área inicial de la sección transversal A i : área transversal instantánea A r : porcentaje de reducción de área A fr : área transversal final de la probeta bcc: estructura cúbica centrada en el cuerpo E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.) EFA: energía de falla de apilamiento F: carga instantánea aplicada F y : carga a fluencia F u : carga Máxima fcc: estructura cúbica centrada en las caras h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma h 0 : espesor inicial de la probeta h f : espesor final de la probeta h: variación del espesor de la chapa Hierro γ: hierro gama (austenita) l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza l 0: longitud inicial de la probeta m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon. M 23 C 6 : Carburo de cromo R: radio de los rodillos del equipo de laminación S: esfuerzo ingenieril de tracción S y : resistencia a la fluencia S u : resistencia máxima a la tracción SD: desviación estándar t: espesor de la lámina t 0 : espesor inicial de la probeta ix

11 t F : espesor de la pletina luego de laminada v: Velocidad de deformación v: velocidad tangencial de los rodillos V o : velocidad inicial V i : velocidad final ε : deformación ingenieril media ε : deformación efectiva ε& : tasa o velocidad de deformación real ε 1, ε 2, ε 3 : deformaciones principales ε r : deformación verdadera ε x : deformación en la dirección del largo de la pletina ε y : deformación en la dirección del espesor de la pletina ε z : deformación en la dirección del ancho de la pletina σ : esfuerzo σ = esfuerzo efectivo σ 1, σ 2, σ 3 : esfuerzos principales σ r : esfuerzo verdadero de tracción σ o : coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon x

12 CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN Los aceros inoxidables son aleaciones base hierro con un alto porcentaje en cromo, que presentan otros elementos tales como níquel, molibdeno y manganeso. Por su parte, los aceros inoxidables austeníticos AISI 304 son aceros muy usados actualmente en la industria, ya sea por su excelente resistencia a la corrosión o por su facilidad en ser conformados, por lo tanto el aprovechamiento y mejora de las propiedades mecánicas de estos materiales amplían su uso comercial. Para la obtención de piezas con formas y dimensiones determinadas, es necesaria la conformación plástica del metal, la cual además de cambiar la forma de la pieza de trabajo, permite controlar y mejorar las propiedades mecánicas del material. La deformación plástica puede ser realizada tanto en frío como en caliente. Para el caso del conformado en caliente, éste se realiza llevando el material a elevadas temperaturas, a fin de obtener deformaciones importantes aplicando esfuerzos relativamente limitados. A nivel mundial el proceso más empleado para la obtención de productos de acero después de la fundición es el que involucra el trabajo en caliente, por lo tanto, el conformado en caliente de los aceros inoxidables ha sido objeto de muchos estudios, con la finalidad de mejorar la calidad del producto y optimizar el proceso para obtener un material con características específicas, esto debido a que la deformación plástica determina la estructura y las propiedades mecánicas del metal. En los procesos de conformado en caliente, el mecanismo de restauración principal es la recristalización dinámica, fenómeno todavía mal entendido según Mcqueen (1) y en consecuencia difícil de controlar Sakai y Jonas (2). Sin embargo, los ensayos mecánicos de laboratorio como los ensayos de compresión, tracción y torsión permiten simular los procesos industriales y facilitan el entendimiento de dichos fenómenos.

13 2 Por lo tanto, para el estudio del conformado en caliente es de gran importancia la caracterización adecuada del material antes del conformado, para de esta manera poseer un punto de partida y así conocer tanto la respuesta del material ante las acciones impuestas por el proceso como el producto final luego de aplicado el proceso. Este trabajo presenta como antecedente directo el realizado por Di Graci (3) Deformación en caliente del acero inoxidable AISI 304, en el cual se analizó la influencia de las variables de laminación (temperatura, velocidad y grado de deformación en la dureza y propiedades a compresión plana), y tiene como finalidad complementar la investigación con un estudio en las propiedades mecánicas a tracción de este acero en función de la temperatura del metal y el grado de deformación aplicado, mediante uno de los procesos de conformado más empleado como es la laminación.

14 CAPÍTULO II OBJETIVOS 2.1 OBJETIVO GENERAL: Determinar la influencia de las variables grado de deformación y temperatura del metal, al momento del conformado, sobre las propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente en una sola pasada. 2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS: 1. Establecer la influencia del grado de deformación en las propiedades mecánicas (esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente 2. Determinar la influencia de la temperatura del metal al momento del conformado en las propiedades mecánicas (esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente 3. Establecer por medio del Parámetro de Zener Hollomon el tipo de mecanismo de restauración presente dependiendo de la temperatura y grado de deformación. 4. Describir por medio de la ecuación de Hollomon, el endurecimiento por deformación según la condiciones de temperatura y grado de deformación.

15 CAPÍTULO III FUNDAMENTACIÓN TEÓRICA 3.1 ACEROS INOXIDABLES Los aceros inoxidables son una serie de aceros que bajo determinadas condiciones y circunstancias resisten a una gran diversidad de medios corrosivos. Además conservan un aspecto brillante e inalterable en la mayoría de las condiciones normales de servicio. Los aceros inoxidables, son aceros de alta aleación más resistentes a la corrosión que los aceros al carbono y de baja aleación. Ello se debe sobretodo a la presencia de cromo cuya mínima cantidad necesaria está alrededor del 4% del peso, aunque este elemento se encuentra alrededor del 10% del peso; existen casos donde llegan a emplearse niveles tan altos como 30% de cromo. (4) Los aceros inoxidables se clasifican generalmente en tres grupos: martensíticos, ferríticos y austeníticos. Según la norma AISI para identificar los aceros inoxidables se emplea un sistema de tres números, los dos últimos no poseen un significado específico, mientras que el primero indica el grupo al cual pertenecen, tal como se indica en la tabla 3.1 mostrada a continuación. Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables (5) SERIE 2XX 3XX 4XX 5XX GRUPOS Austeníticos, Cromo - Níquel - Manganeso Austeníticos, Cromo - Níquel Ferríticos y Martensíticos, Cromo Resistentes al Calor, bajo % Cromo

16 5 El acero inoxidable austenítico posee la estructura de la austenita a temperatura ambiente. La austenita o hierro γ, tiene estructura fcc y es estable sobre los 910ºC. Esta estructura puede lograrse cuando se estabiliza mediante adiciones de aleación adecuadas como el níquel. Sin el alto contenido de níquel, la estructura bcc es estable, como se encuentra en los aceros inoxidables ferríticos. Mientras que los aceros inoxidables martensíticos poseen como su nombre lo indica una estructura martensítica, esta estructura puede obtenerse como resultado de un temple rápido, el cual promueve la formación de una estructura cristalina tetragonal centrada en el cuerpo. (4) Aún aseverando que la estructura de un acero depende básicamente de su composición química, la estructura también puede modificarse por medio de algún tratamiento térmico. A grandes rasgos se puede indicar que los aceros martensíticos representan el 10% del consumo mundial, los ferríticos un 20%, mientras que los austeníticos un 70%. Los aceros austeníticos son los aceros inoxidables más populares y se utilizan en una gama amplia de aplicaciones tales como tuberías, intercambiadores de calor, calderería, criogénicos, contenedores de fluidos, etc, debido a la gran estabilidad de su estructura austenítica sobre un amplio intervalo de temperaturas. Su relativa facilidad de fabricación, su ductilidad y su excelente resistencia a la corrosión explican su amplio uso. De los aceros al cromo-níquel, la estabilidad con respecto a la formación de martensita aumenta desde el tipo 301 al 310. Los aceros austeníticos se consideran libres de ferrita delta (6). Específicamente se consideran aceros inoxidables austeníticos aquellos que poseen un contenido de cromo entre 16 y 26%, en níquel una proporción entre 6 y 22%, y en cuanto a carbono su contenido es bastante bajo, inferiores al 1% En la tabla 3.2 se muestra la composición nominal de algunos de los aceros inoxidables austeníticos más usados.

17 6 Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie 300 (5) ACERO INOXIDABLE %C (max.) %Mn (max.) %Si (max.) %Cr %Ni AISI , AISI , ,5 AISI 304L 0, AISI , La exposición de los aceros inoxidables austeníticos en el rango de temperaturas entre 430ºC y 820ºC puede causar la precipitación de carburos de cromo (M 23 C 6 ) en los bordes de granos, esto genera una disminución en el contenido de cromo en la zona adyacente al borde de grano produciendo la sensibilización del acero y haciéndolo sensible a la corrosión intergranular.(7) El mas común de los aceros inoxidables austeníticos es el acero inoxidable AISI 304 (18% Cr y 8% Ni). Su aplicación se encuentra en la mayoría de las industrias. Posee una excelente resistencia a la corrosión en un amplio grupo de medios, es fácil de limpiar e inerte a una gran cantidad de compuestos orgánicos e inorgánicos. 3.2 PROCESO DE LAMINACIÓN El laminado es el proceso en el cual se deforma plásticamente un metal, haciéndolo pasar a través de la abertura de dos rodillos con la finalidad de reducir su espesor. Al deformar el metal, éste se le somete por el efecto del aplastamiento de los rodillos a intensas tensiones de compresión y tensiones superficiales de corte, originadas por la fricción entre los rodillos y el metal, estas fuerzas de fricción son las que producen el estiramiento del metal.

18 7 La máquina utilizada para este proceso se llama Laminador, básicamente tiene cilindros de acero para estiraje y modulación. El conjunto de cilindros y columnas que los sustentan se llama caja. Los cilindros son accionados por motores y engranajes de acoplamiento. Para conseguir distintos espesores, los cojinetes del cilindro inferior de cada par (cilindro de trabajo) son fijos y los del superior (cilindro de apoyo) son móviles. Ambos giran a la misma velocidad, pero en sentido contrario. Basado en los principios del conformado plástico se pueden señalar algunas de sus características: 1.- Ley de constancia de volumen: El volumen del metal antes de la deformación, V 0, y después de la deformación, V 1, permanecen virtualmente constantes: V 0 = V 1 = constante 2.- Ley de la no uniformidad de la deformación: Como todos los procesos de conformado plástico, involucran deformación no uniforme en las tres direcciones principales. La no uniformidad de la deformación está asociada con el efecto de factores tales como la forma de la pieza de trabajo, las dimensiones del producto, el grado de deformación, etc. Las fuerzas en el laminado se distribuyen según la figura 3.1: V O T TI V I Figura 3.1 Distribución de fuerzas en el proceso de laminado

19 8 Donde: V o : Velocidad inicial V i : Velocidad final t: Espesor de la lámina Basado en el criterio del conformado plástico, la lámina entra a los rodillos a una velocidad menor a la velocidad de salida. Es decir V i > V VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN Las variables que rigen el proceso de laminación longitudinal de una pletina son: 1.- El diámetro de los rodillos. 2.- La resistencia a fluencia del metal deformado. 3.- La fricción entre los rodillos y el metal. 4.- Presencia de tensiones de tracción. 5.- La relación entre el ancho y el espesor. Para una reducción de sección a unas condiciones de fricción determinadas, el aumento de los rodillos lleva consigo un incremento de la carga de laminación. Esta carga de laminación asimismo, aumenta a medida que la probeta que entra en el laminador va disminuyendo de espesor, puede llegar un momento en que la resistencia de deformación de la chapa sea tan alta que la carga de laminación necesaria sea mayor que la que puede aplicarse, por lo que ya no se producirá mas reducción del espesor. Cuando se llega a este extremo, los rodillos en contacto con la chapa se deforman elásticamente, debido a que es más fácil esta deformación de los rodillos, que la deformación plástica de la pletina. (8) La fricción entre rodillos y el metal es muy importante en la laminación, no solo por ser la fricción la que fuerza al metal a entrar entre los rodillos, sino porque afecta también a la magnitud y distribución de la presión del rodillo. Teóricamente se conoce que a mayores fuerzas

20 9 de fricción, más grande debe ser la carga de laminación. La fricción elevada da lugar a grandes cargas de laminación y aumenta el ensanchamiento lateral y el agrietamiento de los bordes. (8) En muchos procesos como el laminado se puede considerar que todos los desplazamientos están limitados a un plano, esta situación se conoce como un estado plano de deformación. Para el caso del laminado la deformación en la dirección del ancho de pletina es nula (ε z = 0), por lo tanto ε x = -ε y. La deformación que ocurre en el espesor de la probeta (ε y ) es de compresión y es igual a: ε y t0 = ln t (Ec.3.1) Donde: t 0 : espesor inicial de la probeta t: espesor de la pletina luego de laminada Por lo tanto la deformación que se produce en la pletina en la dirección de laminación es de tensión e igual a: ε x t0 = ln t (Ec. 3.2) Sin embargo, en el caso del laminado se puede considerar un estado plano de deformación cuando la pletina a laminar posee un ancho seis veces mayor al espesor de la lámina. Si este no es el caso, se encuentra en una situación de un estado de deformación triaxial ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS El esfuerzo efectivo es un parámetro que permite comparar el comportamiento plástico bajo diferentes estados de tensiones, reduciéndolos a estados equivalentes. Representa la

21 10 conversión de un estado triaxial de esfuerzo a un esfuerzo uniaxial efectivo, que puede definirse según la siguiente ecuación (3): [( σ σ ) + ( σ σ ) + ( σ σ ) ] 2 2 σ = (Ec.3.3) 2 Donde: σ = esfuerzo efectivo σ 1, σ 2, σ 3 : esfuerzos principales También para un estado de deformaciones, la deformación efectiva se define como (3): [( ε ε ) + ( ε ε ) + ( ε ε ) ] 2 2 ε = (Ec. 3.4) 3 Donde: ε : deformación efectiva ε 1, ε 2, ε 3 : deformaciones principales VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN EN CALIENTE Durante el trabajo en caliente, teóricamente, un metal se comporta como un material perfectamente plástico, con un exponente de endurecimiento por deformación igual a cero. Lo que significa que una vez que se alcanza el nivel de esfuerzo, el metal debe continuar fluyendo bajo el mismo nivel de esfuerzo de fluencia. (9) La rapidez a la que se deforma el metal se relaciona directamente con la velocidad de deformación. Dada la rapidez de deformación, la velocidad real se define como: (9)

22 11 ε 1 h v ε& = = = (Ec.3.5) t h t h Donde: ε& : tasa o velocidad de deformación real v: Velocidad de deformación h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma Sin embargo, para el proceso de laminación, en una pasada, la velocidad de deformación varía de un valor máximo, inmediatamente después de la entrada al intervalo geométrico de laminación, hasta el valor cero a la salida del mismo. Esta variación se puede visualizar en la ecuación 3.6, que representa la tasa de deformación real media para un proceso de laminación en caliente. (3) h ε = (Ec3.6) R v 0.ln. h h f Donde: ε : tasa o velocidad media de deformación v: velocidad tangencial de los rodillos R: radio de los rodillos del equipo de laminación h: variación del espesor de la chapa h 0 : espesor inicial de la probeta h f : espesor final de la probeta 3.3 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN El endurecimiento por deformación de un metal se produce cuando incrementa el número de dislocaciones dentro del mismo. Cuando se aplica un esfuerzo superior a fluencia se genera

23 12 una distorsión en la estructura reticular produciendo dislocaciones. Estas dislocaciones empiezan a deslizar e interaccionar entre sí, generando barreras que impiden su movimiento a través de la red, por lo tanto, este apilamiento y anclaje de dislocaciones incrementan la resistencia a deformaciones posteriores. Una característica de la deformación plástica es que el esfuerzo necesario para iniciar el deslizamiento en el plano principal es menor que el requerido para continuar la deformación en planos subsecuentes. (8) Un material cuyos granos se encuentran distorsionados después de finalizada la deformación plástica se considera un material trabajado en frío. Ahora bien, todas las propiedades del material trabajado en frío experimentan cambios como el incremento de su resistencia y dureza mientras disminuye su ductilidad, y los granos adoptan una orientación definida. Otro mecanismo importante en la deformación de los metales es el maclaje. El maclaje se produce cuando una porción de cristal toma una orientación que está relacionada de un modo simétrico definido con la del resto del cristal sin deformar. La parte deformada es la imagen especular del cristal original. Es importante aclarar que el maclaje difiere del deslizamiento en varios aspectos, como: en el deslizamiento, la orientación de los cristales es la misma tanto por debajo como por encima del plano de deslizamiento, mientras que en el maclaje la orientación varía a lo largo del plano de macla (plano de simetría) La formación de maclas, es frecuentemente observable en metales con baja energía de falla de apilamiento tal como lo es el acero austenítico AISI 304. (7) La energía de falla de apilamiento (EFA) es un parámetro intrínseco del material y que se puede definir como la permeabilidad de un material al movimiento de dislocaciones en su red cristalina y al mismo tiempo, su capacidad para generarlas. Así los metales se clasifican en dos categorías: materiales de alta EFA > 90 mj/m 2, que corresponde a materiales como el aluminio y los aceros inoxidables ferríticos, y los de baja EFA < 10 mj/m 2, encontrada en los aceros inoxidables austeníticos, niquel y cobre. (10)

24 DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS: El trabajo en caliente se define como una deformación en condiciones de temperatura donde se produzca simultáneamente la restauración y la deformación. Existen dos mecanismos básicos de restauración a elevadas temperaturas, son la recuperación y la recristalización dinámicas. Los materiales, según estos mecanismos, pueden clasificarse en dos grupos: el primero es aquel en donde únicamente interviene la recuperación dinámica y a éste pertenecen las aleaciones de aluminio y las aleaciones férricas, entre otras. El segundo grupo está formado por aquellos materiales que en ciertas condiciones pueden presentar recristalización dinámica, como son: las aleaciones de cobre, de níquel y los aceros austeníticos. (10) La recuperación dinámica es el movimiento de las dislocaciones resultantes de la deformación plástica y la formación de subgranos. En muchos metales puros existe gran tendencia de las dislocaciones en formar subgranos. A medida que aumenta la temperatura los efectos de la recuperación dinámica se hacen más fuertes, debido a que la movilidad incrementa con el ascenso de la temperatura. La recristalización dinámica, consiste en la nucleación y el crecimiento de nuevos granos permitiendo eliminar una parte de las dislocaciones generadas durante la etapa de endurecimiento y restauración dinámica. La formación de nuevos granos es esencialmente en los bordes de granos deformados, su crecimiento surge mediante la migración de sus bordes bajo la fuerza motriz como consecuencia de la diferencia en la densidad de dislocaciones. Sin embargo este fenómeno no se manifiesta hasta alcanzar una cierta deformación crítica ε c en la que aparecen los primeros núcleos. (10) La recristalización dinámica será favorecida a mayor temperatura y relativa bajas tasas de deformación, además de una baja energía de falla de apilamiento. Si estas condiciones no se cumplen el mecanismo de restauración será únicamente recuperación dinámica.

25 ENSAYO DE TRACCIÓN El ensayo de tracción consiste en someter a carga uniaxial una probeta estandarizada del material a estudiar. La carga incrementa continuamente de tal forma que la velocidad de deformación sea constante. La probeta es sometida a carga hasta que se produce la fractura de la misma. Durante el desarrollo del ensayo se registran, en un equipo que grafica en las coordenadas cartesianas, las cargas y la elongación de la probeta que se produce durante el ensayo. Como elemento de prueba del ensayo de tracción se utiliza una probeta estándar, cuyas propiedades se desean determinar. En general estas probetas son de sección transversal circular, pero en algunos casos también se fabrican de sección rectangular, como en el caso de las probetas extraídas de láminas delgadas, e incluso de sección curva cuando se fabrican a partir de las paredes de tubos o recipientes cilíndricos. El procedimiento del ensayo consiste en limpiar la superficie de la probeta a ensayar con el fin de eliminar en lo posible óxidos o residuos que puedan afectar las propiedades del material. Seguidamente se coloca la probeta en la máquina de tracción de manera tal que el eje de dicha muestra coincida con los de las mordazas de la máquina. A continuación se aplica la carga, la cual se aumenta progresivamente hasta que ocurre la rotura de la muestra de ensayo. Al mismo tiempo se obtiene una curva trazada por la máquina de tracción donde el eje de las ordenadas representa la carga y el eje de las abcisas el alargamiento o deformación sufrida por la muestra de ensayo. La velocidad de aplicación de la fuerza se regula por la máquina de tracción en base a datos preestablecidos por la computadora que controla el ensayo GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN En la figura 3.2 se muestra una gráfica carga-elongación de un material, como se puede ver a medida que el material es deformado, la carga necesaria para continuar la deformación incrementa en una primera parte de manera lineal, motivo por el cual se puede decir que el esfuerzo es proporcional a la deformación uniaaxial; cuando esto ocurre se dice que el material es

26 15 linealmente elástico. Este hecho se conoce como Ley de Hooke, y matemáticamente se expresa (11): σ = Eε (Ec. 3.7) Donde: σ : esfuerzo E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.) ε : deformación Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados durante el ensayo de tracción En los aceros, el límite superior del esfuerzo en esta relación lineal se llama límite proporcional. Si el esfuerzo excede en un poco este límite, el material puede todavía responder elásticamente, sin embargo la curva tiende a aplanarse causando un incremento mayor de la deformación unitaria con el correspondiente incremento del esfuerzo. La fluencia ocurre cuando el material se deforma permanentemente. Se distinguen dos valores para el punto de fluencia: el punto superior de fluencia ocurre primero seguido por una disminución súbita en la capacidad de soportar carga hasta un punto inferior de fluencia. Una vez alcanzado el punto inferior de fluencia

27 16 la muestra seguirá alargándose sin ningún incremento de carga. Cuando el material está en este estado se suele decir que es perfectamente plástico. (8, 11, 12) Una vez que ha terminado la fluencia es posible aplicarle más carga a la probeta originando una curva que llega hasta la carga máxima. Durante esta etapa el área disminuirá de manera bastante uniforme en toda la longitud calibrada del espécimen. (8, 11) Luego de haberse alcanzado la carga máxima, el área de la sección transversal comienza a disminuir en una zona localizada de la probeta debido a los planos de deslizamiento que se forman dentro del material, y las deformaciones producidas son causadas por esfuerzos cortantes. Como consecuencia tiende a desarrollarse una estricción o cuello a medida que el espécimen se alarga cada vez más. En esta región del diagrama la curva tiende a descender hasta que la probeta se rompe en el punto del esfuerzo de fractura. (8,11) CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL: Los datos que registra la computadora mientras se realiza el ensayo de tracción son una curva que relaciona carga vs elongación, al presentar los datos de esa manera sólo se describe el comportamiento del material con una sección transversal específica. Por lo tanto, se debe transformar esta curva en la curva esfuerzo deformación ingenieril, para ello se utilizan las siguientes ecuaciones (11): F S = (Ec.3.8) A O Donde: S: esfuerzo ingenieril de tracción

28 17 F: carga instantánea aplicada A o : área inicial de la sección transversal ( l l ) 0 ε = (Ec. 3.9) l 0 Donde: ε : deformación ingenieril media l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza l 0: longitud inicial de la probeta CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL: Esta curva es similar a la curva ingenieril con la diferencia que la reducción del área transversal es tomada en cuenta, por lo tanto representa el comportamiento real de los valores de esfuerzos y deformación de la probeta durante el ensayo de tracción. El esfuerzo y deformación real se determinan a partir de las siguientes ecuaciones (8): F i σ r = (Ec. 3.10) Ai Donde: σ r : esfuerzo verdadero de tracción F i : carga instantánea A i : área transversal instantánea

29 18 A 0 ε = r Ln (Ec. 3.11) Ai Donde: ε r : deformación verdadera A o : área inicial de la sección transversal A i : área instantánea de la sección transversal l ε = ln i r (Ec.3.12) l 0 Donde: ε r : deformación real l i : longitud instantánea l 0 : longitud inicial de la sección de prueba La curva de esfuerzo-deformación ingenieril no proporciona una idea real del comportamiento del material en lo que respecta al endurecimiento que ocurre a medida que se deforma. Esto se debe a que tanto el esfuerzo como la deformación ingenieril, están basados en el área inicial de la probeta, cuando en realidad lo que sucede es que a medida que se deforma la misma, el área de sección de prueba que soporta la carga aplicada durante el ensayo disminuye continuamente.

30 19 Figura 3.3 Diferencia entre las Curvas Esfuerzo-Deformación, Ingenieril y Real (12) La curva correspondiente al gráfico de esfuerzo-deformación verdadera de muchos metales, se puede expresar por medio de relaciones matemáticas, de las cuales las más conocidas son: la ecuación de Hollomon, la ecuación de Swift, la ecuación de Ludwik y la ecuación de Voce. De éstas, la que mejor se ajusta a los aceros, además por su sencillez, es la ecuación de endurecimiento por deformación de Hollomon.(8) La ecuación de Hollomon o de endurecimiento por deformación es (8): m σ = σ 0ε (Ec.3.13) Donde: σ: esfuerzo verdadero de tracción σ o : coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon.

31 20 En la figura 3.4 se muestra una típica curva Log esfuerzo real- log deformación real de donde es posible obtener los valores de m y σ 0, debido a que m es la pendiente de la recta graficada y σ 0 es el esfuerzo verdadero a una deformación de ε = 1. Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real log deformación real, usada para la obtención de m y σ 0 (8). La formación del cuello ocurre en el punto de carga máxima para la mayoría de los metales. En este punto se crea una condición de inestabilidad que está definida por (8): df = 0 (Ec.3.14) como F = σa, se tiene que: df = σ da + Adσ = 0 (Ec.3.15) de la relación de volumen constante se tiene que: dl da = = dε (Ec.3.16) l A

32 21 por lo tanto en el punto que ocurre la inestabilidad en tensión se cumple que: dσ = σ dε (Ec. 3.17) Para predecir la forma de las curvas de esfuerzo deformación ingenieril por debajo de carga máxima, en función del endurecimiento por deformación, la sensibilidad a la velocidad de deformación y las propiedades anisotrópicas plásticas de los metales, se establece: dσ σ dε (Ec. 3.18) Siempre y cuando la sensibilidad a la velocidad de deformación tienda a cero (lo que ocurre con la mayoría de los metales a temperatura ambiente), la ecuación anterior expresa el mismo criterio señalado por la ecuación 3.17 para la condición de deformación uniforme. En el caso de la ecuación de Hollomon esto conduce a: ε u = m (Ec. 3.19) PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO DE TRACCIÓN Las propiedades mecánicas describen la forma en que el material responde a una fuerza aplicada, dentro de ellas se definen las resistencias y la ductilidad del material RESISTENCIA A LA FLUENCIA:

33 22 La resistencia a la fluencia (Sy) se define como el máximo esfuerzo que se puede aplicar durante el ensayo de tracción, sin que se produzca más que una deformación plástica pequeña previamente especificada.(11) F y S y = (Ec. 3.20) AO Donde: S y : resistencia a la fluencia. F y : carga a fluencia A o : área inicial de la sección transversal Para la determinación del punto de fluencia en aquellos metales donde no se aprecie el punto de fluencia, se utiliza el método del offset, el cual se muestra en la figura 3.5 y consiste desde el punto m (offset) dibujar una línea paralela a la recta OA que representa la zona elástica del material, luego, la intersección entre la línea dibujada y la curva esfuerzo-deformación será el punto de fluencia correspondiéndole una cierta carga R la cual es la carga a fluencia L y. Por lo general, el valor usado del offset es de 0,2% Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a fluencia, usando el método del offset (13)

34 RESISTENCIA A LA TRACCIÓN : La resistencia a la tracción (Su) se define como el máximo esfuerzo que puede soportar la probeta durante el ensayo de tracción y se expresa como (11): F u S u = (Ec. 3.21) AO Donde: S u : resistencia máxima a la tracción F u : carga Máxima A o : área inicial de la sección transversal PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA: El porcentaje de reducción de área tiene una relación directa con la ductilidad del material y se define mediante la siguiente ecuación (8): A0 A fr A = r *100 (Ec. 3.22) A0 Donde: A r : porcentaje de reducción de área A o : área inicial de la sección transversal A fr : área transversal de fractura de la probeta OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO DE TRACCIÓN

35 24 tracción. A continuación se definen algunos términos importantes y concernientes al ensayo de Longitud calibrada (l 0 ): es la distancia entre dos puntos marcados sobre la probeta, en relación a la cual se calculará el alargamiento de rotura. (12) Alargamiento: es la deformación de un material. Puede ser elástico ó plástico y se expresa en centímetros de deformación por cada centímetro de longitud original, ó en porcentaje de la longitud original. (12) Alargamiento de rotura: es la relación entre el incremento de la longitud calibrada (dl 0 ) luego de ser sometida a la aplicación de una carga hasta el momento de rotura y la longitud original de la zona calibrada, expresada en porcentaje. Límite elástico: es el esfuerzo máximo, que al dejar de actuar no produce deformaciones permanentes en el material. Se usa en aquellos materiales cuyo límite elástico en la curva cargadeformación, no está bien definido. Límite elástico convencional: es el esfuerzo correspondiente a una pequeña deformación plástica especificada, generalmente es el 0,2 % de la longitud calibrada de la probeta y se obtiene trazando una paralela al rango de la curva esfuerzo-deformación que reportan una línea recta. (12) Ductilidad: es la cantidad de deformación plástica en el punto de ruptura, y su valor podrá expresarse como elongación o alargamiento, en las mismas unidades. Otra medida de la ductilidad es la reducción del área en el punto de ruptura o (estricción). Los materiales con alta ductilidad presentan una gran reducción de sección transversal antes de fallar. (8) Esfuerzo: es la fuerza por unidad de área y se expresa en unidades de presión, y se calcula simplemente dividiendo la fuerza total entre el área transversal. (8)

36 25 Esfuerzo de rotura : es el valor que resulta al dividir la carga aplicada en el momento de rotura entre el área transversal original de la probeta. (11) Área de estricción (q): es la relación existente entre la disminución del área de la sección transversal de la probeta hasta fractura y el área de la sección transversal antes del ensayo, expresada en porcentaje. Límite de proporcionalidad: es el punto a partir del cual, la proporcionalidad lineal existente entre la deformación y los esfuerzos aplicados no se presenta. Sección reducida: es el trozo de sección uniforme en la parte medida de una probeta de ensayo de tracción. Sección de agarre: es la zona de la probeta sobre la cual la mordaza de la máquina de ensayo realiza la sujeción. Radio de curvatura: es el radio de la curva localizada entre la sección reducida y la sección de agarre de la probeta y que determina que el esfuerzo aplicado a la sección reducida sea uniformemente distribuido. (12) Deformación plástica: es la que se da permanentemente a un material por un esfuerzo que excede el límite elástico. Es el resultado de un desplazamiento permanente de los átomos dentro del material, por lo tanto, difiere de la deformación elástica, en donde los mismos vecinos atómicos se conservan. Módulo de Young: o módulo de elasticidad, es la relación entre el esfuerzo que se aplica y la deformación elástica que resiste, sólo en la zona elástica. Tiene mucha relación con la rigidez, y se expresa, para esfuerzos de tensión y compresión en unidades de presión. Su valor verdadero se determina principalmente por el material y se relaciona sólo directamente con otras propiedades mecánicas.

37 CAPÍTULO IV DESARROLLO EXPERIMENTAL 4.1. CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO DE ENTREGA Para la realización de este trabajo se empleó una lámina de 1,24m x 1,20m y 19,30mm de espesor, de acero inoxidable austenítico AISI 304, en estado de entrega. Para la obtención de su composición química mostrada en la tabla 4.1, se utilizó la técnica de espectroscopia de absorción atómica por llama. Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado Elemento Porcentaje (%) Elemento Porcentaje (%) C 0, ,003 Ti 0, ,0005 Cr 18,02 + 0,07 S 0, ,0002 Ni 8,18 + 0,06 P 0, ,001 Mn 1,34 + 0,02 Co 0, ,0007 Si 0, ,005 Cu 0, ,003 Mo 0, ,003 Pb 0, ,0001 W 0, ,002 Sn 0, ,002 Nb 0, ,0005 Ce 0, ,001 V 0, ,001 B 0, ,0009

38 27 También al acero inoxidable se le determinaron las propiedades mecánicas como resistencia a la fluencia, máxima y porcentaje de reducción de área mediante la realización de tres ensayos de tracción, usando probetas que siguieron las especificaciones descritas en la norma ASTM E 8M-91. En la figura 4.1 se observa un dibujo esquemático de las probetas cilíndricas empleadas: Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas (mm), cuyas medidas son especificadas en la norma ASTM E 8M 91. En la tabla 4.2 se muestran las propiedades mecánicas promedios obtenidas para el acero en estudio. Los ensayos se realizaron en una máquina universal de Ensayos MTS de 25 toneladas de capacidad, con una velocidad de desplazamiento constante del pistón igual a 4.3mm/min, siguiendo la norma ASTM A Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable AISI 304 en estado de entrega y especificada según la ASM Resistencia a la fluencia (Kgf/cm2) Resistencia máxima (Kgf/cm2) Reducción de área (%) Experimentales Desviación estándar ASM

39 DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO En el presente trabajo se consideró el estudio en función de la temperatura del acero inoxidable a la entrada del laminador y el grado de deformación aplicado. Dentro de las condiciones del ensayo, en este trabajo se consideraron las temperaturas comprendidas entre 750ºC y 1150ºC tomándose cuatro temperaturas de laminación las cuales fueron: 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC. A la vez, se establecieron dos grados de deformación (ε=0,14 y ε=0,37), obteniéndose finalmente ocho condiciones diferentes, es importante acotar que cada condición fue realizada por triplicado para mayor confiabilidad en los resultados. Además de esto se establecieron las condiciones de control con las mismas cuatro temperaturas antes definidas pero en este caso sin deformación, éstas se realizaron por duplicado. 4.3 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR Para la obtención de las probetas de laminación, se procedió a cortar, por medio de una máquina de corte con plasma marca Plamarc PCM-101, una tira de la lámina original con un corte en dirección transversal al sentido de laminación proveniente del proceso de fabricación de ésta. Una vez cortada la tira de dimensión: 1,20m x 0,20m y espesor de 19,3mm, se procedió a cortar por medio de la sierra vaivén, tiras de ancho de 10mm cuya dirección coincidía con el sentido de laminación de la lámina originaria. Estos pedazos de material poseían las siguientes dimensiones: 200mm de largo, 19,3mm de ancho y 10mm de espesor. Es importante indicar que se cortaron diez probetas con 8mm de espesor que correspondieron a las probetas de control que no fueron laminadas. En la figura 4.2 se muestra un dibujo que representa los cortes realizados desde la placa original de 1,20m x 1,24m hasta las probetas de laminación. Mediante una línea segmentada se

40 29 representa el corte hecho con plasma, mientras que las líneas continuas significan los cortes realizados con la sierra vaivén. Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención de las probetas de laminación Después de cortadas se procedió a planear las probetas por medio de una fresadora marca Deckel, únicamente en las caras donde se hará el contacto con los rodillos, para así obtener probetas con sus caras paralelas como se muestra en la figura 4.3, donde a la vez se muestra sus dimensiones finales: Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación.

41 30 Para las probetas de control la única diferencia con la probeta mostrada en la figura 4.3 era el espesor final que medía 6mm. Para identificar las probetas se troquelaron en las caras de no contacto con los rodillos usando una nomenclatura de tres dígitos, primero, un número que correspondía a la temperatura del laminado (1 para 750ºC, 2 para 900ºC, 3 para 1050ºC y 4 para 1150ºC). El segundo dígito correspondía a una letra que representaba la deformación (A para deformación de 0,14 y B para deformación de 0,37). Mientras que el tercer dígito (números 1 ó 2 ó 3) se usó para diferenciar las tres probetas que poseían una misma condición. Para el caso de las probetas de control se le adjudicó una letra C al segundo dígito, preservando la misma nomenclatura usada para las otras probetas 4.4 CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS Una vez troqueladas las probetas se procedió a calentarlas dentro de un horno marca Thermolyne, modelo F-A1740, cuya máxima capacidad es de 1200ºC, para luego laminarlas. Para esto se procedió a calentar las probetas en grupos de ocho probetas que correspondían a las probetas destinadas para una cierta temperatura (seis probetas deformadas y otras dos de control). Por lo tanto, se colocaron las probetas dentro del horno sobre ladrillos refractarios, como estos ladrillos eran de diferentes alturas, la probeta descansaba sobre las aristas de los ladrillos obteniéndose así aproximadamente toda la superficie de las probetas en contacto con el aire dentro del horno, y así suponer que todo el calor transferido hacia el interiorde las probetas es producto del mecanismo de convección. Observe la figura 4.4, la cual muestra la colocación de las probetas dentro del horno. El horno fue precalentado hasta la temperatura establecida previamente a la introducción de las probetas, el tiempo de este precalentamiento dependía de la temperatura de trabajo, sin